(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
ノズルへと供給可能な冷媒の流量の最大値をＱＵ［Ｌ／ｍｉｎ］、前記ノズルの先端から鋼板へ向けて噴射された冷媒噴流の中心点と前記鋼板の表面との距離をＨ［ｍｍ］、前記冷媒噴流が前記鋼板へと衝突することにより形成される冷媒噴流衝突域の長軸の両端と前記冷媒噴流の中心点とで形成される三角形の冷媒噴流の中心点における頂角をα［ｒａｄ］、前記冷媒噴流の中心線と前記鋼板の表面の垂線とのなす角をγ［ｒａｄ］、前記ノズルへと供給される前記冷媒の圧力をＰｎ［ＭＰａ］、前記ノズルの先端から前記鋼板へ向けて噴射された前記冷媒の流量密度をＷｄ［ｍ３／（ｍ２・ｍｉｎ）］、前記冷媒による急冷を適用可能な前記鋼板の板幅の最大値をＷｐ［ｍ］とするとき、下記式１を満たすように前記ＱＵが決定されることを特徴とする、冷媒流量の決定方法。
１７．２×ＱＵ／｛２×Ｈ×ｔａｎ（α／２）／ｃｏｓγ｝×Ｐｎ０．５
＞２×０．３１９×Ｗｄ０．６６７×Ｗｐ０．６９      …（式１）
【請求項２】
前記ノズルへと供給する前記冷媒の流量を所定の流量制御範囲において制御可能とし、前記流量制御範囲の最大値を前記ＱＵとし、前記流量制御範囲の最小値をＱＬ［Ｌ／ｍｉｎ］とするとき、前記ＱＬが、下記式２を満たすように決定されることを特徴とする、請求項１に記載の冷媒流量の決定方法。
９．４×ＱＬ／｛２×Ｈ×ｔａｎ（α／２）／ｃｏｓγ｝
≧２×０．３１９×Ｗｄ０．６６７×Ｗｐ０．６９      …（式２）
【請求項３】
前記ＱＵが、下記式３を満たすように決定されることを特徴とする、請求項１又は２に記載の冷媒流量の決定方法。
１７．２×ＱＵ／｛２×Ｈ×ｔａｎ（α／２）／ｃｏｓγ｝×Ｐｎ０．５
＞３×０．３１９×Ｗｄ０．６６７×Ｗｐ０．６９      …（式３）
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、鋼板を急冷することが可能な、冷媒流量の決定方法及び鋼板の冷却装置に関する。
【背景技術】
【０００２】
自動車用や構造材用等として用いられる鋼材は、強度、加工性、靭性といった機械的特性に優れることが求められ、これらの機械的特性を総合的に高めるには、熱延鋼板の結晶粒を微細化することが有効である。そのため、微細結晶粒を有する熱延鋼板を得るための製造方法が数多く模索されてきている。また、結晶粒を微細化すれば、合金元素の添加量を削減しても優れた機械的性質を具備した高強度熱延鋼板を製造することが可能になる。
【０００３】
熱延鋼板の結晶粒の微細化方法としては、熱間仕上げ圧延の特に後段において、高圧下圧延を行ってオーステナイト粒を微細化するとともに粒内に圧延歪を蓄積させ、冷却後（又は変態後）に得られるフェライト粒の微細化を図る方法等が知られている。そして、オーステナイト粒の再結晶や回復を抑制してフェライト変態を促進させるという観点からは、圧延後の短時間で鋼板を所定の温度以下まで冷却することが有効である。すなわち、微細結晶粒を有する熱延鋼板を製造するためには、熱間仕上げ圧延に引き続き、従来よりも早く冷却することが可能な冷却装置を設置し、圧延後の鋼板を急冷することが有効である。
【０００４】
このような鋼板の冷却装置に関して、例えば特許文献１には、拘束ロール対間を通板する厚鋼板の上・下面に水を噴射する複数のスプレーノズルを有する上面側・下面側ノズルボックスを備えた厚鋼板の冷却装置に関する技術が記載されている。この特許文献１には、複数種類のスプレーノズルが開示されているほか、冷却に及ぼす板上水の影響についても検討がなされている。また、特許文献２には、連続鋳造機の二次冷却帯において、スラブ短辺面を、衝突圧が５×１０−３ＭＰａ以上の高圧スプレー水で冷却するスラブ連続鋳造方法が開示されている。また、特許文献３には、熱間圧延ライン等のラインで熱間圧延された高温鋼板等の被冷却板を冷却装置によって水冷するに際して、冷却される被冷却板上に滞留した冷却水を、水及び空気の流体噴射によって排出する水切り方法及びその装置に関する技術が開示されている。また、特許文献４には、冷却ムラを低減することが可能な鋼板の冷却装置が開示されている。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００５】
【特許文献１】特開２００６−３５３１１号公報
【特許文献２】特開２００５−１７７８４１号公報
【特許文献３】特開２００２−１２１６１６号公報
【特許文献４】特開２００６−３５２３３号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００６】
しかしながら、ノズルから鋼板へ向けて噴射した冷媒を鋼板表面に衝突させて鋼板を急冷する際に、特許文献１に開示されている技術を用いると、鋼板の上面に板上水が滞留しやすい。板上水が滞留している鋼板に冷媒を単に噴射しても鋼板を急冷することは困難であるため、特許文献１に開示されている技術を用いても鋼板を急冷することは困難であるという問題があった。また、特許文献２に開示されている技術を圧延後の鋼板の冷却へと単に適用すると、板上水が滞留しやすく、鋼板を急冷することは困難であるという問題があった。これらの問題は、特許文献１〜特許文献４の技術を組み合わせたとしても、解決することが困難であった。
【０００７】
そこで、本発明では、板上水が滞留していても鋼板を急冷することが可能な、冷媒流量の決定方法、及び、鋼板の冷却装置を提供することを課題とする。
【課題を解決するための手段】
【０００８】
本発明者は、超微細結晶粒を有する熱延鋼板（以下において、「超微細粒鋼」ということがある。）の製造に関する研究調査を行い、以下の知見を得た。
（１）図１に示されるように、Ａｒ３点以上の温度域で圧延された後、０．２秒以内に７２０℃までの冷却を完了すると、結晶粒をさらに微細化することが可能になる。
（２）Ａｒ３点以上の例えば８２０℃から７２０℃までの１００℃降下の冷却を、圧延後０．２秒以内で終了させるには、６００℃／ｓ以上の冷却速度で急冷を行う必要がある。
（３）鋼板へと噴射された冷却水が鋼板に衝突する圧力（面圧）と鋼板の冷却速度との間には相関があり（図２参照）、冷却水が鋼板に衝突する圧力を増大させることによって鋼板の冷却速度を増大させることが可能になる。そのため、６００℃／ｓ以上の冷却速度で急冷を行うには、鋼板へ向けて噴射した高圧ジェット水が衝突する圧力を３．５ｋＰａ以上にする必要がある。なお、図２における「鋼板の平均冷却速度」は３ｍｍ厚の鋼板の上下面に均等に高圧ジェット水を衝突させて冷却した場合の板厚方向１／４深さにおける冷却速度である。また、図２における「高圧ジェット水が鋼板に衝突する圧力」とは、鋼板の片面に衝突する圧力であり、後述する「平均衝突圧Ｐｓ」のことである。
【０００９】
上述のように、微細粒鋼を製造するためには、圧延後に６００℃／ｓ以上の冷却速度で急冷する必要がある。一方、本発明者らは、鋼板の冷却には扇形の噴流を形成し適度な広がりと貫通力を併せ持つフラットスプレーノズル（「扇形ノズル」と呼ぶこともある。）を用いることが有効であるとの知見を得ており、これまでに特許文献４に係る発明等を完成させている。しかしながら、かかる急冷では、鋼板の幅方向及び搬送方向に多数のノズルを配置した状態で大量の冷媒を鋼板上に噴射するため、鋼板へと噴射された冷媒が鋼板の上面に滞留しやすくなる。このような板上に滞留する冷媒（以下において、「板上水」ということがある。）は、スプレーの鋼板への衝突力を低下させるため、冷媒の噴射量を単純に増加させても想定通りの急冷能力が得られない可能性がある。そこで、フラットスプレーノズルを用いた鋼板の急冷を行う際の条件を特定すべく、板上水の高さと、冷却水が鋼板に衝突する圧力（面圧）との関係を調査した。その内容を以下に示す。
【００１０】
実験装置の模式図を図３に示す。プランジャーポンプで加圧した上水をノズル（フラットスプレーノズル）から噴射し、圧力測定孔を有するアクリル製の衝突面（６００ｍｍ角）での衝突圧を測定した。冷却水噴流の中心点と衝突面との距離Ｈ（以下において、「噴射距離Ｈ」ということがある。）は、３００ｍｍとした。ノズルから噴射された冷却水噴流の頂角α（以下において、「噴流頂角α」ということがある。）は約３７π／１８０ｒａｄ、ノズルへの給水圧Ｐｎ（以下において、「ノズル圧」ということがある。）が１．５ＭＰａの時にノズルから噴射される冷却水の流量Ｑ（以下において、ノズルから噴射される冷却水の流量を「ノズル流量」ということがある。）は３３．５Ｌ／ｍｉｎであった。板上水滞留をモデル化するため、衝突面の周囲にアクリル製の堰を設け、余分な板上水が外側に溢れ出るようにして、その高さで板上水の液面高さＨｗ（以下において、「板上水高さ」と呼ぶことがある。）を調整した。液面高さＨｗは０〜４５０ｍｍ（０ｍｍ、１００ｍｍ、２００ｍｍ、３００ｍｍ、及び、４５０ｍｍの５通り）とした。衝突面には直径１ｍｍの圧力測定孔を１０ｍｍピッチで開け、タッチチューブにて内径１０ｍｍのアクリルパイプと接続し、その水柱を読み取った。板上水表面の位置を０ｋＰａとすることで動圧のみを読み取った。また、衝突面をスプレーの厚さ方向へ移動して厚さ方向の衝突圧分布も測定した。
【００１１】
図４及び図５は、衝突圧分布に及ぼす液面高さの影響を示す図であり、ノズル圧１．５ＭＰａ、噴射距離Ｈ＝３００ｍｍの場合の結果である。図４（ａ）はＨｗ＝０ｍｍ、図４（ｂ）はＨｗ＝１００ｍｍ、図４（ｃ）はＨｗ＝２００ｍｍ、図５（ａ）はＨｗ＝３００ｍｍ、図５（ｂ）はＨｗ＝４５０ｍｍの場合の結果である。図４（ａ）〜図４（ｃ）に示すように、Ｈｗが２００ｍｍ以下の場合には、衝突圧の高い部位の形状（以下において、「衝突圧形状」ということがある。）が略楕円形となった。これに対し、図５（ａ）及び図５（ｂ）に示すように、Ｈｗが３００ｍｍ以上の場合には、衝突圧形状が円形に近づいた。したがって、今回の実験条件下では、Ｈｗが３００ｍｍ以上になると、フラットスプレーノズルによる冷却の特性が得られ難くなることが判明した。また、衝突圧の最大値は、Ｈｗ＝２００ｍｍで半減し、Ｈｗ＝３００ｍｍの時に最小となった。
【００１２】
図６及び図７は、ノズル直下衝突圧分布に及ぼすノズル圧の影響を示す図であり、噴射距離Ｈ＝３００ｍｍの場合の結果である。図６（ａ）はＨｗ＝０ｍｍ、図６（ｂ）はＨｗ＝１００ｍｍ、図６（ｃ）はＨｗ＝２００ｍｍ、図７（ａ）はＨｗ＝３００ｍｍ、図７（ｂ）はＨｗ＝４５０ｍｍの場合の結果である。図６（ａ）〜図６（ｃ）に示すように、Ｈｗが２００ｍｍ以下の場合には、衝突圧のピークが２つ認められ、ほぼ台形状の分布が得られたが、図７（ａ）及び図７（ｂ）に示すように、Ｈｗが３００ｍｍ以上になると、衝突圧のピークが１つのみとなり山形の分布となった。したがって、図６及び図７の結果からも、今回の実験条件下では、Ｈｗが３００ｍｍ以上になると、フラットスプレーノズルによる冷却の特性が得られ難くなることが判明した。また、図６（ａ）〜図７（ｂ）にそれぞれ示すように、すべての液面高さの場合において、最大衝突圧はノズル圧にほぼ比例し、衝突圧分布の形状は液面高さが同じであればノズル圧によらず同様の形状（相似形）となった。
【００１３】
上述の衝突圧分布試験の中でノズル圧０．５ＭＰａ、１．０ＭＰａ、１．５ＭＰａの場合について、ノズル圧、ノズル流量、平均流量密度、及び、平均衝突圧Ｐｓを表１に示す。
【００１４】
【表１】
0005531852.tif 000002
ここに、平均衝突圧Ｐｓとは、板上水がない場合（Ｈｗ＝０ｍｍ）のスプレーの衝突圧であり、噴流衝突有効域に衝突した冷却水の力（衝突力）を、当該噴流衝突有効域の面積で除することによって算出することができる値であり、以下に述べる整理式（式Ｅ）により計算した値である。図８に、噴流衝突有効域、噴射距離Ｈ、噴流頂角α、及び、冷媒噴流衝突域の長軸長さＬｓの概念を示す。噴流衝突有効域は図８に示すように、１辺の長さが冷媒噴流衝突域の長軸長さＬｓ（＝２×Ｈ×ｔａｎ（α／２））であり、もう１辺の長さが噴流衝突幅４０ｍｍ（冷媒噴流衝突域の中心線の両側±２０ｍｍ幅）である長方形で定義される。
【００１５】
＜冷媒噴流衝突域の長軸長さＬｓの定義＞
図８に示す冷媒噴流衝突域の長軸長さＬｓは、鋼板の幅方向に複数のノズルを並べる場合に、以下に述べるように、鋼板の幅方向に均一な冷却能分布が得られるようにするための基準となる長さである。図９は、後述する本発明の鋼板の冷却装置に備えられているノズル列から噴射された冷媒が鋼板の上面に衝突することによって形成された冷媒噴流衝突域の形態を示す図である。図９の紙面左右方向が鋼板の幅方向であり、３つのノズル列から噴射された冷媒によって鋼板上面に形成された冷媒噴流衝突域の一部を抽出して示している。図９には、鋼板の幅方向の全ての点が、１つのノズル列から噴射された冷媒によって形成される冷媒噴流衝突域を２回通過する様子が示されており、鋼板の幅方向のノズルピッチＮｐ［ｍ］、ねじり角β［ｒａｄ］、冷媒噴流衝突域の長軸長さＬｓ［ｍ］、及び、隣接噴流間隔Ｊｄ［ｍ］も併せて示している。この場合、Ｌｓ＝Ｎｐ×２／ｃｏｓβとなるように冷媒噴流衝突域の長軸長さＬｓを調節することで、鋼板の幅方向の全ての点が、各ノズル列において冷媒噴流衝突域を丁度２回ずつ通過することになり、均一な冷却能分布が得られることになる。
【００１６】
前述の実験で用いたノズルをノズル圧１．５ＭＰａ、噴射距離Ｈ＝３００ｍｍとして噴射した時の流量分布を測定した結果を図１０に示す。流量分布は、図１１に示すように１０ｍｍ幅のスリット状の計量枡を、鋼板の幅方向（冷媒噴流衝突域の長軸方向）に複数個並べ、各計量枡に１分間に堆積する冷却水の量を計測して求めた。図１０からわかるように、実験で用いたノズルでは、鋼板の幅方向中央約±６０ｍｍ幅でほぼ均一な流量分布が得られるが、その両側では外側に向けてほぼ直線的に減少する流量分布となる。
【００１７】
冷媒噴流衝突域の長軸長さＬｓとしては、例えば、図１０に示すように、鋼板の幅方向中央の均一な流量分布域での平均流量をＱｍとする時、流量が直線的に減少する両側の領域でＱｍ／２となる位置を冷媒噴流衝突域の長軸の両端とし、その間の長さをＬｓと定義することができる。この場合、図１０の測定例ではＬｓ＝２００ｍｍとなる。但し、Ｌｓの定義方法としては、上述のように鋼板の幅方向に複数のノズルを並べる場合に、均一な冷却能分布を得る目的から決められるものであれば、この例に限るものではなく、使用するノズルから得られる流量分布の形状によって定義方法を変えてもよい。
【００１８】
＜衝突圧整理式の導入＞
板上水のない場合について衝突圧整理式を作成するため、図３に示す実験装置を用い板上水高さＨｗ＝０ｍｍとして噴射距離Ｈ＝３００〜８００ｍｍ、ノズル流量Ｑ＝３３．５〜１３４Ｌ／ｍｉｎ、ノズル圧Ｐｎ＝０．７５〜１．５ＭＰａ、噴流頂角α＝１５π／１８０〜４０π／１８０ｒａｄの範囲でノズル及び噴射条件を変えて実験を行い、縦軸に平均衝突圧Ｐｓ［ｋＰａ］を、横軸に流量密度Ｗｓ［ｍ３／（ｍ２・ｍｉｎ）］とノズル圧Ｐｎの０．５乗との積をとって整理した結果を図１２に示す。図１２における平均衝突圧Ｐｓは、例えば図４（ａ）に示す衝突圧分布測定結果を、図８で定義した噴流衝突有効域内で平均した値である。また、図１２における冷媒の流量密度Ｗｓは、ノズル流量Ｑを噴流衝突有効域の面積Ａｓ［ｍ２］で除した値、即ち、
Ｗｓ＝Ｑ／（１０００×Ａｓ）                                      …（式Ａ）
Ａｓ＝２×Ｈ／１０００×ｔａｎ（α／２）×４０／１０００          …（式Ｂ）
である。
【００１９】
図１２より、平均衝突圧Ｐｓは、流量密度Ｗｓとノズル圧Ｐｎをパラメータとして以下の式Ｃで整理できることが判明した。
Ｐｓ＝０．６８９×Ｗｓ×Ｐｎ０．５                                …（式Ｃ）
式Ａと式Ｃ、式Ｂより、以下の式Ｄ及び式Ｅが得られる。
Ｐｓ＝０．６８９×Ｑ／（１０００×Ａｓ）×Ｐｎ０．５              …（式Ｄ）
＝０．６８９×Ｑ／（８０×Ｈ／１０００×ｔａｎ（α／２））×Ｐｎ０．５ 
…（式Ｅ）
【００２０】
ここで噴流衝突有効域の幅をノズルの噴射条件に依らず冷媒噴流衝突域の中心線の両側±２０ｍｍとしているが、これは本発明に係る冷却装置での使用が想定されるスプレーの噴射条件においては、スプレー衝突範囲が少なくとも冷媒噴流衝突域の中心線の両側±２０ｍｍの範囲内に納まると考えられること、即ち冷媒噴流の板上水の貫通能力や冷却特性への影響を評価する上では冷媒噴流衝突域の中心線の両側±２０ｍｍの範囲を考慮すれば十分であると考えられるためである。また、ノズルの仕様や噴射条件により衝突幅は微妙に変化するが、この変化量はノズルのタイプ（噴流膜厚が厚めのタイプ、薄めのタイプなど）にも影響されるため噴射条件による整理が非常に困難であり、噴射条件やノズルタイプにより平均範囲の幅を変えると整理が非常に複雑となり、工業的な性能評価に利用する目的に対して適さないと考えられるためである。
【００２１】
ここで上述の図４〜図７の衝突圧分布測定結果から判明した衝突圧分布形状への板上水高さの影響を定量的に整理する方法を検討した。即ち、ノズルからの噴流が板上水を貫通し、その衝突圧の大きさ及びその分布形状を板上水下でも維持するためには、噴流の衝突圧を板上水の静水圧より十分に大きくする必要があると考え、噴流の平均衝突圧と板上水の静水圧との比をパラメータとして整理を行った。
【００２２】
Ｈｗが１００ｍｍ、２００ｍｍ、３００ｍｍのそれぞれの場合における静水圧Ｐｈ［ｋＰａ］は、冷媒に水を用いているので水の密度ρ［ｋｇ／ｍ３］＝１０００、重力加速度ｇ＝９．８１［ｍ／ｓ２］とすると、
Ｐｈ＝ρ×ｇ×Ｈｗ／１０００／１０００
＝９．８１×Ｈｗ／１０００                                  …（式Ｆ）
で求めることができる。即ち、Ｈｗ＝１００ｍｍの時はＰｈ＝０．９８ｋＰａ、Ｈｗ＝２００ｍｍの時はＰｈ＝１．９６ｋＰａ、Ｈｗ＝３００ｍｍの時はＰｈ＝２．９４ｋＰａ、Ｈｗ＝４５０ｍｍの時はＰｈ＝４．４１ｋＰａとなる。表１に示す０．５ＭＰａ、１ＭＰａ、及び、１．５ＭＰａの各ノズル圧における平均衝突圧Ｐｓを、各Ｈｗにおける静水圧Ｐｈで割った値を表２に示す（各欄上段の数字）。
【００２３】
【表２】
0005531852.tif 000003
【００２４】
表２の各欄下段の３つの記号は、左から順に、（i）均一性、（ii）衝突長、（iii）平均衝突圧に関する判定結果であり、図６及び図７の衝突圧分布測定結果から以下の基準により判断した。
【００２５】
（i）均一性：図６（ａ）のＨｗ＝０ｍｍの場合、幅方向距離５０ｍｍ及び−５０ｍｍの位置において衝突圧のピークが発生し、−５０ｍｍ〜５０ｍｍの間で衝突圧のバラツキが±１５％以内に収まり、ほぼ均一な分布が得られている。したがって、Ｈｗ＞０ｍｍの場合の均一性に関する判定基準を以下の通りとした。
○：幅方向距離−５０ｍｍ〜５０ｍｍの間で衝突圧のバラツキが±１５％以内
×：幅方向距離−５０ｍｍ〜５０ｍｍの間で衝突圧のバラツキが±１５％を超える
【００２６】
（ii）衝突長：図６（ａ）のＨｗ＝０ｍｍの場合、衝突圧幅方向距離−１００ｍｍ〜１００ｍｍの外側まで衝突圧が分布している。したがって衝突長に関する判定基準を以下の通りとした。
○：衝突圧分布範囲が幅方向距離−１００ｍｍ〜１００ｍｍより外側
×：衝突圧分布範囲が幅方向距離−１００ｍｍ〜１００ｍｍの内側
【００２７】
（iii）平均衝突圧：幅方向距離−５０ｍｍ〜５０ｍｍにおける平均衝突圧をＨｗ＝０ｍｍの場合と相対的に比較し、冷却能力に関する判定基準を以下の通りとした。
◎：平均衝突圧がＨｗ＝０ｍｍの場合より増加
○：平均衝突圧がＨｗ＝０ｍｍの場合と同程度
×：平均衝突圧がＨｗ＝０ｍｍの場合の約１／２以下
【００２８】
表２より、Ｐｓ／Ｐｈ＜１．０の場合には、Ｈｗ＝０ｍｍの場合に比べて全体に、衝突圧分布バラツキの増加（均一性の低下）、衝突長の減少、及び、平均衝突圧の低下が生じ、ノズルから噴射された冷却水が板上水を十分に貫通できていないと考えられる。また、１．０＜Ｐｓ／Ｐｈ＜２．０の場合には、衝突長の減少や平均衝突圧の低下が生じている。これに対し、Ｐｓ／Ｐｈ＞２．０の場合には均一性・衝突長・平均衝突圧ともにＨｗ＝０ｍｍの場合と同等又はそれ以上の性能の分布が得られることがわかる。即ちＰｓ／Ｐｈ＜２．０の場合には、少なくとも衝突圧分布バラツキの増加（均一性の低下）、衝突長の減少、及び、平均衝突圧の低下の何れかが生じ、フラットスプレーノズルを用いた冷却の特徴である冷却均一性と高冷却能が得られ難くなる。それゆえ、表２より、微細粒鋼を製造する際の急冷を行うためには、最低でも、Ｐｓ／Ｐｈ＞２．０とする必要があることが示唆された。一方、表２より、Ｐｓ／Ｐｈ＞３．０とした場合は、板上水がない場合よりも衝突圧を高めることができ、更なる冷却促進を図ることが可能となる。
【００２９】
以上のように、Ｐｓ／Ｐｈ＞２．０とすることにより、板上水が生じている場合であっても板上水がない場合と同等性能の衝突圧分布を維持することができる。更にＰｓ／Ｐｈ＞３．０とすることにより、板上水がない場合より更に衝突圧を高めることが可能となる。一方、これまでの試験結果で図２に示すように、高圧ジェットの衝突圧と冷却能との間には相関があり、３．５ｋＰａ以上の平均衝突圧を確保できれば３ｍｍ厚の鋼板で６００℃／ｓ以上、８ｋＰａ以上の平均衝突圧を確保できれば１０００℃／ｓ以上の急冷を実現することが可能である。したがって高流量密度のため板上水が大量に生じる場合でも、Ｐｓ／Ｐｈ＞２．０、好ましくはＰｓ／Ｐｈ＞３．０とし、且つ、板上水がない場合で３．５ｋＰａ以上の平均衝突圧が得られる噴射条件を実現することで、６００℃／ｓ以上の冷却速度で且つ均一な冷却を実現することが可能となる。
【００３０】
以上の調査から、本発明者らは、以下の知見を得た。
１）ノズル圧を一定にしたまま冷却水を鋼板へ噴射した場合、板上水の液面高さＨｗが閾値を超えると鋼板へと噴射された冷却水が鋼板に衝突する圧力（衝突圧）の低減が顕著になる。
２）平均衝突圧Ｐｓと板上水の静水圧Ｐｈとの比Ｐｓ／Ｐｈが２．０を超えるように噴射することで、板上水がない場合と同等性能の衝突圧分布を維持することが可能となる。
３）更にＰｓ／Ｐｈが３．０を超えるように噴射することで、板上水がない場合よりも衝突圧を高めることができ、より一層の冷却促進を図ることが可能となる。
４）したがって、板上水が滞留している鋼板を急冷するには、Ｐｓ／Ｐｈ＞２．０、望ましくはＰｓ／Ｐｈ＞３．０を満たす冷媒をノズルから噴射すれば良い。
また、本発明者らは、上記知見１）〜４）のほかに、以下の知見も得た。
５）ノズルから鋼板へ向けて噴射された冷媒噴流が鋼板へと衝突することにより形成される冷媒噴流衝突域の長軸の両端と冷媒噴流の中心点とで形成される三角形の、冷媒噴流の中心点における頂角（噴流頂角α）は、ノズルへと供給される冷媒の圧力（以下において、「ノズル圧」ということがある。）が高くなるほど単調に増加して一定の値（最大値）に収束し、ノズル圧を０．３ＭＰａ以上にすると、噴流頂角の減少代を最大値から１０％以内に抑えることが可能になる。噴流頂角αの減少代を抑えることにより、鋼板を均一に冷却することが可能になるので、ノズル圧は０．３ＭＰａ以上とすることが好ましい。
本発明は、これらの知見に基づいて完成されたものである。以下、本発明について説明する。
【００３１】
本発明は、ノズルへと供給可能な冷媒の流量の最大値をＱＵ［Ｌ／ｍｉｎ］、ノズルの先端から鋼板へ向けて噴射された冷媒噴流の中心点と鋼板の表面との距離をＨ［ｍｍ］、冷媒噴流が鋼板へと衝突することにより形成される冷媒噴流衝突域の長軸の両端と冷媒噴流の中心点とで形成される三角形の冷媒噴流の中心点における頂角をα［ｒａｄ］、冷媒噴流の中心線と鋼板の表面の垂線とのなす角をγ［ｒａｄ］、ノズルへと供給される冷媒の圧力をＰｎ［ＭＰａ］、ノズルの先端から鋼板へ向けて噴射された冷媒の流量密度をＷｄ［ｍ３／（ｍ２・ｍｉｎ）］、冷媒による急冷を適用可能な鋼板の板幅の最大値をＷｐ［ｍ］とするとき、下記式１を満たすようにＱＵが決定されることを特徴とする、冷媒流量の決定方法である。
１７．２×ＱＵ／｛２×Ｈ×ｔａｎ（α／２）／ｃｏｓγ｝×Ｐｎ０．５
＞２×０．３１９×Ｗｄ０．６６７×Ｗｐ０．６９      …（式１）
【００３２】
ここで、「冷媒噴流衝突域の長軸」とは、冷媒噴流衝突域が帯状又は長円状である場合には、図１３に示すように、当該冷媒噴流衝突域の長い方の軸をいう。これに対し、冷媒噴流衝突域が円形であって長軸と短軸とが同じ長さである場合には、冷媒噴流衝突域の直径をいう。また流量密度Ｗｄは後述する式Ｓ又は式Ｓ’で定義される。
【００３３】
また、上記本発明において、ノズルへと供給する冷媒の流量を所定の流量制御範囲において制御可能とし、流量制御範囲の最大値を上記ＱＵとし、流量制御範囲の最小値をＱＬ［Ｌ／ｍｉｎ］とするとき、ＱＬが下記式２を満たすように決定されることが好ましい。
９．４×ＱＬ／｛２×Ｈ×ｔａｎ（α／２）／ｃｏｓγ｝
≧２×０．３１９×Ｗｄ０．６６７×Ｗｐ０．６９      …（式２）
【００３４】
ここで、上記式２は、上記式１のＰｎに０．３を代入して整理した式である。換言すれば、上記式１において、Ｐｎを０．３ＭＰａ以上として噴流頂角αの減少代を抑えつつノズル流量を制御することが好ましい旨を表した式が、上記式２である。
【００３５】
また、上記本発明において、ＱＵが下記式３を満たすように決定されることが好ましい。
１７．２×ＱＵ／｛２×Ｈ×ｔａｎ（α／２）／ｃｏｓγ｝×Ｐｎ０．５
＞３×０．３１９×Ｗｄ０．６６７×Ｗｐ０．６９      …（式３）
【発明の効果】
【００４０】
本発明では、ノズルへと供給可能な冷媒の流量の最大値ＱＵが、式１を満たすように決定される。ここで、式１の左辺は平均衝突圧Ｐｓに相当し、式１の右辺の０．３１９×Ｗｄ０．６６７×Ｗｐ０．６９はＰｈに相当するため、式１はＰｓ＞２×Ｐｈと表現することもできる。すなわち、本発明では、平均衝突圧Ｐｓと板上水の静水圧Ｐｈとの比Ｐｓ／Ｐｈが２．０を超えるように、ＱＵが決定される。したがって、本発明によれば、板上水が滞留していても鋼板を急冷することが可能な、冷媒流量の決定方法を提供することができる。また、本発明において、Ｐｎを０．３ＭＰａ以上にして流量を最大値がＱＵとなる範囲で制御しつつ鋼板を急冷することにより、噴流頂角αの減少代を常に１０％以内に抑制することが可能になり、その結果、鋼板を均一に急冷し且つ急冷直後の温度（急冷停止温度）を高精度に制御することが容易になる。さらに、Ｐｓ／Ｐｈが３．０を超えるようにＱＵが決定されることにより、板上水がない場合よりも衝突圧を高めることができるので、更なる冷却促進を図ることが可能になる。
【図面の簡単な説明】
【００４２】
【図１】７２０℃までの冷却所要時間と得られるフェライト粒径との関係を示す図である。
【図２】高圧ジェット水の鋼板面衝突圧力と鋼板の平均冷却速度との関係を示す図である。
【図３】実験装置の形態を説明する図である。
【図４】衝突圧分布に及ぼす液面高さの影響を示す図である。
【図５】衝突圧分布に及ぼす液面高さの影響を示す図である。
【図６】ノズル直下衝突圧分布に及ぼすノズル圧の影響を示す図である。
【図７】ノズル直下衝突圧分布に及ぼすノズル圧の影響を示す図である。
【図８】噴流衝突有効域の概念を説明する図である。
【図９】鋼板の表面に形成される冷媒噴流衝突域を説明する図である。
【図１０】流量分布の測定結果と冷媒噴流衝突域の長軸長さの定義方法を示す図である。
【図１１】流量分布の測定方法を示す図である。
【図１２】冷媒の流量密度Ｗｓ及びノズル圧Ｐｎと平均衝突圧Ｐｓとの関係を示す図である。
【図１３】噴射距離Ｈ［ｍ］、噴流頂角α［ｒａｄ］、冷媒噴流の中心線、冷媒噴流の中心点、冷媒噴流衝突域、冷媒噴流衝突域の中心線、及び、冷媒噴流層と追記の長軸長さＬｓを定義する図である。図１３（ａ）は冷媒を鉛直に噴射した場合を示す図であり、図１３（ｂ）は冷媒噴流の中心線が鋼板表面の垂線と向かい角γ（≠０）をなすように、冷媒を噴射した場合を示す図である。
【図１４】ノズル毎にブロック状に分割された板上水と鋼板を示す図である。
【図１５】板上水高さ分布計算結果の検証用試験装置を説明する正面図である。
【図１６】図１５のＸＶＩ−ＸＶＩ断面図である。
【図１７】図１５及び図１６の試験装置で測定した板上水高さ分布と、計算で求めた板上水高さ分布との比較を示す図である。
【図１８】流量密度Ｗｄと板上水高さＨｗとの関係を示す図である。
【図１９】圧延直後の鋼板を急冷する冷却装置とその周囲に配置された機器を説明する図である。
【図２０】急冷停止直後の幅方向の温度分布測定結果を示す図である。
【発明を実施するための形態】
【００４３】
以下、本発明の実施の形態について説明する。
【００４４】
１．冷媒流量の決定方法
本発明の冷媒流量の決定方法では、ノズルへと供給可能な冷媒流量の最大値ＱＵが、下記式Ｇを満たすように決定される。
１７．２×ＱＵ／｛２×Ｈ×ｔａｎ（α／２）｝×Ｐｎ０．５＞２×Ｐｈ  …（式Ｇ）
式Ｇにおいて、Ｈ［ｍｍ］は、ノズルの先端から鋼板へ向けて噴射された冷媒噴流の中心点と鋼板の表面との距離（噴射距離）であり、α［ｒａｄ］は、ノズルから噴射された冷媒噴流が鋼板へと衝突することにより形成される冷媒噴流衝突域の長軸の両端と冷媒噴流の中心点とで形成される三角形の冷媒噴流の中心点における頂角（噴流頂角）である。また、Ｐｎ［ＭＰａ］は、ノズルへと供給される冷媒の圧力（ノズル圧）であり、Ｐｈ［ｋＰａ］は、鋼板の上面における冷媒の静水圧（板上水の静水圧）である。なお、後述する本発明の鋼板の冷却装置による急冷工程の適用対象である鋼板の厚みは通常２〜６ｍｍの範囲であり、噴射距離Ｈに対して鋼板厚みが十分小さいため、便宜上、上述の噴射距離Ｈの定義を「冷媒噴流の中心点とパスラインとの距離」で代用してもよい。
【００４５】
図１３は、式Ｇにおける噴射距離Ｈ［ｍ］及び噴流頂角α［ｒａｄ］を定義する図である。冷媒噴流の中心点は、スプレーノズルから放射状に広がる冷媒噴流を構成する液滴群が飛散する方向の基点となる点であり、通常はノズルの最先端から数ｍｍ〜十数ｍｍ程度ノズル内部に入った位置にある。図１３（ａ）は、冷媒噴流の中心線が鋼板表面の垂線と平行になるように、冷媒を鉛直に噴射した場合（以下において、「鉛直吹きする場合」ということがある。）の形態を示す図であり、図１３（ｂ）は、冷媒噴流の中心線が鋼板表面の垂線と向かい角γ（≠０）をなすように、冷媒を噴射した場合（以下において、「斜め吹きする場合」ということがある。）の形態を示す図である。図１３（ａ）に示すように、上記式Ｇの「２×Ｈ×ｔａｎ（α／２）」は、鋼板表面に形成される冷媒噴流衝突域の長軸長さＬｓ［ｍｍ］のことである。すなわち、上記式Ｇは、冷媒を鉛直吹きする場合にＱＵが満たすべき条件を定義している。したがって、冷媒を鉛直吹きする場合（γ＝０の場合）と、冷媒を斜め吹きする場合（γ≠０の場合）とを考慮すると、本発明では、下記式Ｈを満たすようにＱＵを決定すれば良い。
１７．２×ＱＵ／｛２×Ｈ×ｔａｎ（α／２）／ｃｏｓγ｝×Ｐｎ０．５＞２×Ｐｈ
…（式Ｈ）
なお、図１３（ａ）及び（ｂ）に示した形態は、何れも冷媒噴流の中心線と冷媒噴流衝突域の中心線とが直交する場合である。しかしながら、例えばノズルを搬送方向の圧延機側に向い角γで傾けると同時に、図９に示すように板幅方向に対して所定の角度βでねじった場合、冷媒噴流の中心線と冷媒噴流衝突域の中心線とが交わる角度が直角ではなくなる。この場合、厳密には冷媒噴流衝突域の長軸長さＬｓは上記式Ｈの「２×Ｈ×ｔａｎ（α／２）／ｃｏｓγ」で計算される値よりやや長くなる。但し、向い角γが１５°以下程度と小さい場合は、Ｌｓを「２×Ｈ×ｔａｎ（α／２）／ｃｏｓγ」で計算しても誤差が十分小さいので、式Ｈをそのまま用いても構わない。また向い角γが１５°より大きく誤差が無視できない場合は、Ｌｓの増加割合を幾何学的に計算し、式Ｈ中の噴射距離ＨにＬｓの増加割合を乗算して補正した上で式Ｈを用いることが望ましい。
【００４６】
また、鋼板の上面に噴射された冷媒は鋼板上を板幅中央から鋼板の幅方向両側に向けて流れ、鋼板の幅方向両端部から外側に排出されるため、板幅中央において最も板上水高さが高くなる。即ち、ノズルから噴射された冷媒噴流による板上水の貫通能力は、板幅中央において最も低下する。この板幅中央における板上水の静水圧Ｐｈは、流量密度Ｗｄ［ｍ３／（ｍ２・ｍｉｎ）］及び板幅Ｗｐ［ｍ］により整理でき、本発明では、下記式１を満たすようにＱＵを決定することができる。
１７．２×ＱＵ／｛２×Ｈ×ｔａｎ（α／２）／ｃｏｓγ｝×Ｐｎ０．５
＞２×０．３１９×Ｗｄ０．６６７×Ｗｐ０．６９        …（式１）
【００４７】
上記式Ｇ、式Ｈ、及び、式１において、左辺は平均衝突圧Ｐｓに相当する。そのため、これらの式を満たすように最大流量ＱＵを決定すると、平均衝突圧Ｐｓと板上水の静水圧Ｐｈとの比Ｐｓ／Ｐｈが２．０を超えるように、ＱＵを決定することができる。ここで、上述のように、Ｐｓ／Ｐｈが２．０を超えると、板上水が滞留している鋼板を急冷することが可能になる。したがって、上記式Ｇ、式Ｈ、及び、式１を満たすように最大流量ＱＵを決定することにより、本発明によれば、板上水が滞留していても鋼板を急冷することが可能な、冷媒流量の決定方法を提供することができる。さらに、上記式１の右辺を３×０．３１９×Ｗｄ０．６６７×Ｗｐ０．６９に変更した下記式３を満たすように、すなわち、Ｐｓ／Ｐｈが３．０を超えるように最大流量ＱＵを決定することにより、板上水がない場合よりも衝突圧を高めることができるので、更なる冷却促進を図ることが可能になる。
１７．２×ＱＵ／｛２×Ｈ×ｔａｎ（α／２）｝×Ｐｎ０．５
＞３×０．３１９×Ｗｄ０．６６７×Ｗｐ０．６９   …（式３）
【００４８】
＜衝突圧の計算方法＞
以下に、平均衝突圧Ｐｓの計算式の意味について説明する。冷媒噴流の鋼板への衝突力Ｆ［ｋＮ］は、理論的には単位時間あたりにノズルから噴射される冷媒噴流の運動量に等しいので、以下の式Ｉで求められる。
Ｆ＝ρ×Ｑ／（１０００×６０）×Ｖ／１０００                      …（式Ｉ）
ここで、Ｑ：ノズル流量［Ｌ／ｍｉｎ］、ρ：冷媒の密度［ｋｇ／ｍ３］、Ｖ：ノズル出口における噴流速度［ｍ／ｓ］である。また、Ｖは運動エネルギ保存の法則から、以下の式Ｊで求められる。
Ｖ＝Ｃ×（２×Ｐｎ×１０６／ρ）０．５                            …（式Ｊ）
ここで、Ｃ：ノズルの損失係数［−］である。
【００４９】
鋼材の冷却装置では冷媒には通常水を用いるのでρ＝１０００とすると、式Ｉ及び式Ｊから、衝突力Ｆについての理論式（下記式Ｋ）が求まる。
Ｆ＝０．７４５×Ｃ×Ｑ／１０００×Ｐｎ０．５                      …（式Ｋ）
【００５０】
一方、スプレー噴流による衝突力は全て噴流衝突有効域内に加わるとして、式Ｋの理論式からＰｓを求めると、
Ｐｓ＝Ｆ／Ａｓ
＝０．７４５×Ｃ×Ｑ／（１０００×Ａｓ）×Ｐｎ０．５          …（式Ｌ）
となる。式Ｄと式Ｌより、
Ｃ＝０．９２５                                                    …（式Ｍ）
となる。式Ｌと式Ｍ、式Ｂより
Ｐｓ＝０．７４５×Ｃ×Ｑ／（１０００×Ａｓ）×Ｐｎ０．５
＝０．７４５×０．９２５×Ｑ
／（２×Ｈ×ｔａｎ（α／２）×４０／１０００）×Ｐｎ０．５
＝１７．２×Ｑ／（２×Ｈ×ｔａｎ（α／２））×Ｐｎ０．５      …（式Ｎ）
となる。
【００５１】
＜板上水高さ分布の計算方法＞
以下に、板上水高さの幅方向分布の計算方法を説明する。
図１４に示すように、鋼板の幅方向全体にわたり均等な間隔でノズルを配置し冷却水を噴射する場合を考え、板上水をノズル毎にブロック状に分割し、鋼板の幅方向中央を対称として端部側から順にブロックの番号をｉ＝０〜Ｎとして（Ｎ：鋼板半幅上に存在するノズル個数）、ブロック（ｉ）の板上水高さをｈ（ｉ）［ｍ］、幅方向に流れる流速をｖ（ｉ）［ｍ／ｓ］、搬送方向のノズル列の間隔をＳｒ［ｍ］、冷却水噴射幅をＷｎ［ｍ］（＝板幅Ｗｐ）とした時、非圧縮性流れに関するエネルギ保存則から、
ｈ（ｎ）＝ｈ（ｎ−１）＋{（ｖ（ｉ−１）２−ｖ（ｉ）２）
＋Ｃｄ×Ｗｎ／２／（Ｎ＋１）×（（ｖ（ｉ−１）＋ｖ（ｉ））／２）２}／（２×ｇ）      …（式Ｏ）
ｖ（ｉ）＝（Ｎ−ｉ）×Ｑ／（１０００×６０×ｈ（ｉ）×Ｓｒ）      …（式Ｐ）
が、成り立つ。ここでＣｄ［ｍ−１］は幅方向流れの圧損係数で１．０とした。
【００５２】
また板端部から流れ落ちる水の流速ｖ（０）とｈ（０）の関係は、
ｖ（０）＝Ｃｆ×（２×ｇ×ｈ（０）／２）０．５                    …（式Ｑ）
と表すことができる。ここでＣｆ［−］は堰から水が溢れて流れ落ちる場合の流量係数であり、０．６とした。式Ｑと式Ｐでｉ＝０としてｖ（０）とｈ（０）を求め、次にｈ（ｉ） （ｉ＝１〜Ｎ）の初期値をｈ（０）として、
（ａ）式Ｐを用いたｖ（ｉ） （ｉ＝１〜Ｎ）の計算、及び、
（ｂ）式Ｏを用いたｈ（ｉ） （ｉ＝１〜Ｎ）の計算、
を（ａ）（ｂ）の計算結果の変化が十分小さくなるまで繰り返すことにより、板上高さ分布ｈ（ｉ）を求めることができる。
【００５３】
図１５及び図１６に、上述の板上水高さ分布計算結果を検証するための試験を行った試験装置を示す。図１５の紙面左右方向及び図１６の紙面奥／手前方向が、鋼板の幅方向である。図１５が試験装置の正面図であり、図１６が図１５のＸＶＩ−ＸＶＩ断面図である。図１５では、水の流れ方向を矢印で示している。給水管が接続され冷却水を噴射可能なヘッダーの下面（ノズル面）には、鋼板の幅方向に６２ｍｍピッチ×２５列＝１５５０ｍｍ、幅方向と直角方向（奥行き方向）に５４ｍｍピッチ×６列＝３２４ｍｍの範囲にわたり、計２５×６＝１５０個の内径６ｍｍのキリ穴状ノズルが格子状に設けられている。またヘッダーのノズル面から１５０ｍｍ下方に幅１５５０ｍｍ、奥行き７５０ｍｍの鋼板を設置して、鋼板上に柱状ジェット流を噴射した。この時の鋼板上の板上水高さ分布を測定するため、鋼板の奥行き方向前後及び鋼板の幅方向の片側の計３方にアクリル板の側壁を設け、鋼板の幅方向のもう一方の側からのみ板上水が外に流れ出すようにした。この場合、鋼板の幅方向の開放側を鋼板の端部、側壁側を流れの対称性から板幅が２倍の鋼板の板幅中央にあたると考えることができ、３１００ｍｍ幅の鋼板（両端開放）の幅方向全体に冷却水を噴射した場合（冷却水噴射幅Ｗｎ＝板幅Ｗｐ＝３．１ｍ）の板上水高さ分布を測定することができる。また、奥行き方向前後にも側壁を設け、その間隔を７５０ｍｍとしているが、ノズル列は奥行き方向に６列なので、ノズル列の間隔は平均的には７５０÷６＝１２５ｍｍ（式ＰのＳｒ＝０．１２５ｍ）の場合に相当する。
【００５４】
なお、図１５及び図１６に示す試験装置でキリ穴状ノズルを用いたのは、板上水への周辺の空気の巻き込み割合が比較的少なく、板上水高さが精度良く測定可能なためである。冷却ノズルとして、本発明による装置で用いるフラットスプレーノズルを用いた場合と、キリ穴状ノズルを用いた場合では、個々のノズルどうしの噴流形態は異なっているが、両ノズルの場合ともに、鋼板上に衝突した個々のノズルの噴流は一旦放射状に広がり、隣接するノズル間で衝突して上昇し、ノズル噴流間の隙間を通って鋼板の幅方向の端部側に流れ出ていくといった、板幅全体で見た大まかな冷却水流れは同様であり、ノズルタイプによらず、上述の計算方法により板上水高さ分布を概ね予測できると考えられる。
【００５５】
図１５及び図１６に示す試験装置で測定した板上水高さ分布と、上述の方法により計算で求めた板上水高さ分布との比較を図１７に示す。図１７の縦軸は板上水高さＨｗ［ｍｍ］、横軸は幅方向位置ｘ［ｍ］である。ヘッダー流量Ｑｈ［ｍ３／ｍｉｎ］は、噴射幅Ｗｎを３．１ｍ幅とした場合の流量（試験で実際にヘッダーに流した流量の２倍）として、Ｑｈ＝１．０、３．０、５．５の３通りに変えた場合について試験と計算を行った。図１７において、試験結果は○（Ｑｈ＝１．０）、△（Ｑｈ＝３．０）、及び、□（Ｑｈ＝５．５）の記号で、計算結果は点線（Ｑｈ＝１．０）、破線（Ｑｈ＝３．０）、及び、実線（Ｑｈ＝５．５）の曲線で示している。図１７に示すように、試験により得られた板上水高さ分布を計算で精度良くシミュレーションできることがわかる。
【００５６】
図１８に、板幅Ｗｐ［ｍ］が０．９〜１．８の４通りの場合について、板幅全体にわたり冷却水を噴射した場合（Ｗｎ＝Ｗｐ）の流量密度Ｗｄ［ｍ３／（ｍ２・ｍｉｎ）］と板上水高さが最も高くなる板幅中央における板上水高さＨｗ［ｍｍ］の関係についての計算結果を○（Ｗｐ＝０．９）、□（Ｗｐ＝１．２）、△（Ｗｐ＝１．５）、及び、◇（Ｗｐ＝１．８）の記号で示す。図１８の縦軸は板上水高さＨｗ［ｍｍ］、横軸は流量密度Ｗｄ［ｍ３／（ｍ２・ｍｉｎ）］である。図１８では、各板幅の場合について、以下の式Ｒで計算した結果を、４種類の曲線で示している。
Ｈｗ＝３２．５×Ｗｄ０．６６７×Ｗｐ０．６９                      …（式Ｒ）
ここでＷｄはノズル１列あたりの冷却水の流量をＱｎ［ｍ３／ｍｉｎ］、鋼板の幅方向のノズルピッチをＮｐ［ｍ］として、Ｑｎ＝２×Ｎ×Ｑ、Ｗｐ＝２×Ｎ×Ｎｐから、
Ｗｄ＝Ｑｎ／（Ｗｐ×Ｓｒ）                                      …（式Ｓ）
＝Ｑ／（Ｎｐ×Ｓｒ）                                        …（式Ｓ’）
で求められる。
図１８に示すように、式Ｒにより、板幅中央における板上水高さＨｗを整理できることがわかる。
【００５７】
また、高さＨｗの板上水により生じる鋼板上の静水圧Ｐｈ［ｋＰａ］は式Ｆで求められるので、式Ｆに式Ｒを代入することにより、板幅中央における静水圧Ｐｈ［ｋＰａ］は、
Ｐｈ＝０．３１９×Ｗｄ０．６６７×Ｗｐ０．６９                    …（式Ｔ）
で求められる。
【００５８】
２．鋼板の冷却装置
図９に示すように、本発明の冷却装置は、鋼板上面に長円状の冷媒噴流衝突域を形成する複数のノズルを備え、これら複数のノズルが鋼板の幅方向に所定の間隔Ｎｐで配置されることによってノズル列が構成されており、一般にはこのノズル列が所定の間隔Ｓｒで鋼板の搬送方向（鋼板の幅方向と直行する方向）へ２列以上備えられている。鋼板の冷却装置に備えられる複数のノズルから、このように冷媒を噴射して鋼板を冷却することにより、鋼板を均一に冷却することが可能になる。さらに、本発明の鋼板の冷却装置に備えられる各ノズルへと供給可能な冷媒流量の最大値ＱＵ［Ｌ／ｍｉｎ］は、上記式１〜上記式３のいずれかを満たすように決定される。冷媒流量の最大値ＱＵがこのようにして決定されることにより、板上水が滞留している鋼板を急冷することが可能になる。したがって、本発明によれば、板上水が滞留している鋼板を急冷することが可能な、鋼板の冷却装置を提供することができ、冷媒噴流衝突域を図９に示すような形態とすることにより、板上水が滞留している鋼板を均一に急冷することが可能な、鋼板の冷却装置を提供することができる。
また、ノズル列が１列のみの場合は、通常板上水は形成されないが、例えば仕上圧延機のワークロール出側直近にノズル列を１列のみ配置し、ワークロール側にノズルを傾斜させて斜め吹きした場合は、鋼板に衝突した冷媒の大部分がワークロール側に流れ、ワークロールと冷媒噴流に挟まれる形で堰き止められるため、板上水が形成される場合がある。この場合は、便宜的に搬送方向のノズル列間隔Ｓｒを、例えばワークロール表面と鋼板表面との間の鋼板に垂直な方向の間隔が２０ｍｍとなる位置から図９に示す冷媒噴流の中心線と鋼板表面の交点を結んでできる「ノズル列の衝突中心線」までの距離として、流量密度Ｗｄを式Ｓ又は式Ｓ’で計算することで、上記式１〜上記式３のいずれかを満たすように各ノズルへと供給可能な冷媒流量の最大値ＱＵ［Ｌ／ｍｉｎ］を決定することができる。ノズル列間隔Ｓｒを「ワークロール表面と鋼板表面との間の鋼板に垂直な方向の間隔が２０ｍｍとなる位置」からとしたのは、間隔が２０ｍｍ以下となる領域（ワークロールと鋼板と間の間隙）には実質的に冷媒が殆どもぐりこむことができないと考えられるためである。
【００５９】
また、図１２に示すように、冷媒の流量密度と平均衝突圧Ｐｓとの間には相関があり、冷媒の流量密度を増大させるほど、平均衝突圧Ｐｓを増大させることが可能になる。図１２は板上水がない場合の測定データであるが、本発明の鋼板の冷却装置に備えられる各ノズルへと供給可能な冷媒流量の最大値ＱＵ［Ｌ／ｍｉｎ］を、上記式１〜上記式３のいずれかを満たすように決定することで、実機で板上水が形成されている場合においても図１２に示す衝突圧を維持することが可能となる。冷媒の流量密度を１０ｍ３／（ｍ２・ｍｉｎ）以上とすることで、上記式Ｃから通常の鋼板冷却装置で用いられるノズル圧の範囲（０．３〜２．０ＭＰａ）においても平均衝突圧を３．５ｋＰａ以上とすることが可能であり、その場合図２より６００℃／ｓ以上の急冷能力を実現することが可能となる。したがって、本発明の鋼板の冷却装置において、冷媒の流量密度を１０ｍ３／（ｍ２・ｍｉｎ）以上とすることにより、鋼板を急冷することが容易になる。
【００６０】
本発明の鋼板の冷却装置は、少なくとも１列以上のノズル列において、幅方向に所定の流量分布が形成されるようにノズル間で噴射する冷却水の流量を変化させるとともに、少なくとも１個以上のノズルにおいて、供給可能な冷却水の流量の最大値ＱＵ［Ｌ／ｍｉｎ］が、上記式１〜上記式３のいずれかを満たすように決定される。かかる形態とすることにより、例えば最も板上水が溜まりやすい幅中央付近のノズルから噴射される冷却水の流量が両端部側のノズルに比べて大きくなるように同じノズル圧で流量の異なるノズルを配置し、少なくとも幅中央付近のノズルに供給可能な冷却水の最大流量を上記式１〜上記式３のいずれかを満たすように設定することで、中央付近の板上水が高くなるために端部に比べて冷却能が低下することを防止し、幅方向に均一な冷却が可能になる。
【実施例】
【００６１】
下記表３に示すそれぞれの場合について、上記式Ｎを用いて板上水がない場合の衝突圧Ｐｓを算出し、上記式Ｔを用いて板幅Ｗｐが１．６ｍであるときのＰｈを算出し、これらの比Ｐｓ／Ｐｈを計算した。実験条件（実験条件１〜６）を表３に、実験条件１の結果を表４に、実験条件２の結果を表５に、実験条件３の結果を表６に、実験条件４の結果を表７に、実験条件５の結果を表８に、実験条件６の結果を表９に、それぞれ示す。表３において、０．３ＭＰａと記載された列のノズル流量Ｑ［Ｌ／ｍｉｎ］は、ノズル圧が０．３ＭＰａの時のノズル流量Ｑ［Ｌ／ｍｉｎ］であり、１．５ＭＰａと記載された列のノズル流量Ｑ［Ｌ／ｍｉｎ］は、ノズル圧が１．５ＭＰａの時のノズル流量Ｑ［Ｌ／ｍｉｎ］である。表３には、ノズル詰まり発生の結果についても示した。表４〜表９において、Ｐｓ＞３Ｐｈの場合に判定を◎、３Ｐｈ≧Ｐｓ＞２Ｐｈの場合に判定を○とし、Ｐｓ≦２Ｐｓの場合に判定を×とした。実験条件１〜６において設定可能なノズル圧Ｐｎの最大値は２．０ＭＰａであり、ノズル圧を０．３〜２．０ＭＰａの範囲で制御可能とした。また、表３における理論ノズル径Ｄｔ［ｍｍ］とは、ノズル孔の内径が最小となる位置において、孔断面が円形の場合の径と考えられ、下記式Ｕで算出する。
Ｄｔ＝（４／π×Ｑｏ／６０／（２×Ｐｏ／ρ）０．５）０．５        …（式Ｕ）
ここで、Ｐｏ［ＭＰａ］は基準ノズル圧（表３では０．３ＭＰａ）、Ｑｏ［Ｌ／ｍｉｎ］はノズル圧が基準ノズル圧の時のノズル流量である。
【００６２】
【表３】
0005531852.tif 000004
【００６３】
【表４】
0005531852.tif 000005
【００６４】
【表５】
0005531852.tif 000006
【００６５】
【表６】
0005531852.tif 000007
【００６６】
【表７】
0005531852.tif 000008
【００６７】
【表８】
0005531852.tif 000009
【００６８】
【表９】
0005531852.tif 000010
【００６９】
表４に示すように、実験条件１では、ノズル圧Ｐｎが０．７ＭＰａ以下の場合にＰｓ≦２Ｐｈとなった。これに対し、ノズル圧Ｐｎが１．０〜１．５ＭＰａの場合にはＰｓ＞２Ｐｈとなり、板上水がない場合と同等性能の衝突圧分布が得られた。また、ノズル圧Ｐｎが２．０ＭＰａの場合にはＰｓ＞３Ｐｈとなり、板上水のない場合より更に高い冷却能が得られた。すなわち、実験条件１において、板上水がない場合と同等以上の性能の衝突圧分布が得られるノズル圧の範囲は、１．０ＭＰａ≦Ｐｎ≦２．０ＭＰａであり、Ｐｎの上限値と下限値との比は２となった。したがって、実験条件１では、広範囲にノズル圧を制御することは困難であった。
【００７０】
表５に示すように、実験条件２では、ノズル圧Ｐｎが０．５ＭＰａ以下の場合にＰｓ≦２Ｐｈとなった。これに対し、ノズル圧Ｐｎが０．７〜１．０ＭＰａの場合にはＰｓ＞２Ｐｈとなり、板上水がない場合と同等性能の衝突圧分布が得られた。また、ノズル圧Ｐｎが１．５〜２．０ＭＰａの場合にはＰｓ＞３Ｐｈとなり、板上水のない場合より更に高い冷却能が得られた。すなわち、実験条件２において、板上水がない場合と同等以上の性能の衝突圧分布が得られるノズル圧の範囲は、０．７ＭＰａ≦Ｐｎ≦２．０ＭＰａであり、Ｐｎの上限値と下限値との比は約２．８６となった。したがって、実験条件２は実験条件１よりも広範囲にノズル圧を制御することができた。
【００７１】
表６に示すように、実験条件３では、ノズル圧Ｐｎが０．３ＭＰａの場合にＰｓ≦２Ｐｈとなった。これに対し、ノズル圧Ｐｎが０．５〜０．７ＭＰａの場合にはＰｓ＞２Ｐｈとなり、板上水がない場合と同等性能の衝突圧分布が得られた。また、ノズル圧Ｐｎが１．０〜２．０ＭＰａの場合にはＰｓ＞３Ｐｈとなり、板上水のない場合より更に高い冷却能が得られた。すなわち、実験条件３において、板上水がない場合と同等以上の性能の衝突圧分布が得られるノズル圧の範囲は、０．５ＭＰａ≦Ｐｎ≦２．０ＭＰａであり、Ｐｎの上限値と下限値との比は４となった。したがって、実験条件３は実験条件２よりも更に広範囲にノズル圧を制御することができた。
【００７２】
表７に示すように、実験条件４では、ノズル圧Ｐｎが０．３ＭＰａの場合にもＰｓ＞２Ｐｈとなり、今回のノズル圧制御範囲内では板上水がない場合と同等以上の性能の衝突圧分布が得られた。具体的には、ノズル圧Ｐｎが０．３〜０．５ＭＰａの場合にＰｓ＞２Ｐｈとなり、板上水がない場合と同等性能の衝突圧分布が得られた。また、ノズル圧Ｐｎが０．７〜２．０ＭＰａの場合にはＰｓ＞３Ｐｈとなり、板上水のない場合より更に高い冷却能が得られた。すなわち、実験条件４において、板上水がない場合と同等以上の性能の衝突圧分布が得られるノズル圧の範囲は、０．３ＭＰａ≦Ｐｎ≦２．０ＭＰａであり、Ｐｎの上限値と下限値との比は約６．６７となった。したがって、実験条件４は広範囲にノズル圧を制御することができ、実験条件３よりも鋼板を急冷しやすい条件であった。
【００７３】
表８に示すように、実験条件５では、ノズル圧Ｐｎが０．３ＭＰａの場合にもＰｓ＞２Ｐｈとなり、今回のノズル圧制御範囲内では板上水がない場合と同等以上の性能の衝突圧分布が得られた。具体的には、ノズル圧Ｐｎが０．３ＭＰａの場合にＰｓ＞２Ｐｈとなり、板上水がない場合と同等性能の衝突圧分布が得られた。また、ノズル圧Ｐｎが０．５〜２．０ＭＰａの場合にはＰｓ＞３Ｐｈとなり、板上水のない場合より更に高い冷却能が得られた。すなわち、実験条件５において、板上水がない場合と同等以上の性能の衝突圧分布が得られるノズル圧の範囲は、０．３ＭＰａ≦Ｐｎ≦２．０ＭＰａであり、Ｐｎの上限値と下限値との比は約６．６７となった。また、実験条件５では、実験条件４よりも、Ｐｓ＞３Ｐｈとなるノズル圧の範囲が広がった。したがって、実験条件５は広範囲にノズル圧を制御することができ、実験条件４よりも更に鋼板を急冷しやすい条件であった。
【００７４】
表９に示すように、実験条件６では、ノズル圧Ｐｎが０．３ＭＰａの場合にもＰｓ＞３Ｐｈとなり、今回のノズル圧制御範囲内では、板上水がない場合より更に高い冷却能が得られた。すなわち、実験条件６において、板上水がない場合と同等以上の性能の衝突圧分布が得られるノズル圧の範囲は、０．３ＭＰａ≦Ｐｎ≦２．０ＭＰａであり、Ｐｎの上限値と下限値との比は約６．６７となった。また、実験条件６では、実験条件５よりも、Ｐｓ＞３Ｐｈとなるノズル圧の範囲が広がった。したがって、実験条件６は広範囲にノズル圧を制御することができ、実験条件５よりも更に鋼板を急冷しやすい条件であった。
【００７５】
一般に、製造鋼種により仕上板厚、仕上温度、急冷直後の温度（急冷停止温度）及び急冷中の通板速度である仕上速度が異なり、これらの製造条件に応じて、使用するヘッダー（ノズル列）数を制御することになるが、更に冷却水温の変動や仕上温度の変動、鋼板の表面性状の変動などの外乱要因により、急冷停止温度が目標の範囲内（例えば目標急冷停止温度±１０℃）に入らない場合が生じる。このような場合に、使用するヘッダー数のみ（ヘッダー毎の噴射ＯＮ／ＯＦＦ）で制御を行うと、条件によっては１ヘッダーをＯＮ／ＯＦＦしただけで急冷停止温度が２０〜３０℃変化してしまい、急冷停止温度を細かく制御することが困難となる。このような場合は、例えば使用するヘッダーのうち出側から２〜３ヘッダーについてノズル圧を低減して冷却量を調整する手段が有効となる。
【００７６】
冷却能力は、図２に示すように衝突圧の０．６乗に比例する。また、ノズルが同じであればノズル流量Ｑはノズル圧Ｐｎの０．５乗に比例すること及び式Ｄから、衝突圧Ｐｓはノズル圧Ｐｎに比例することになる。したがって、冷却能力はノズル圧Ｐｎの０．６乗に比例する。そこで、最大ノズル圧が２．０ＭＰａの場合、１．０ＭＰａまでノズル圧を半減できれば１ヘッダーあたりの冷却能力を約２／３に、また０．７ＭＰａまで低下できれば約１／２に調整することができ、１０℃前後の刻みで急冷停止温度を制御することが可能となって、高精度な急冷停止温度制御が可能となる。
【００７７】
以上のように、実験条件１ではノズル圧Ｐｎを１．０ＭＰａ以上に設定することにより、上記式１を満たし、板上水がない場合と同等性能の衝突圧分布が得られた。また、実験条件２ではノズル圧Ｐｎを０．７ＭＰａ以上に、実験条件３ではノズル圧Ｐｎを０．５ＭＰａ以上に、それぞれ設定することにより、上記式１を満たした。また、実験条件４〜６ではノズル圧Ｐｎを０．３ＭＰａ以上に設定することにより、上記式１を満たした。さらに、実験条件１ではノズル圧Ｐｎを２．０ＭＰａに設定することにより、板上水がない場合よりも更に高い冷却能が得られた。同様に、実験条件２、３、４、５、及び６では、それぞれ、ノズル圧Ｐｎを１．５ＭＰａ以上、１．０ＭＰａ以上、０．７ＭＰａ以上、０．５ＭＰａ以上、及び０．３ＭＰａ以上に設定することにより、板上水がない場合よりも更に高い冷却性能が得られた。加えて、実験条件４〜６では、板上水がない場合と同等以上の性能の衝突圧分布が得られるノズル圧の上限値と下限値との比が５を超えていたため、ノズル圧を低下させて１ヘッダーあたりの冷却能を制御することが容易になり、急冷停止温度を高精度に制御することが容易になった。また、実験条件３〜６では、理論ノズル径が６ｍｍ以上であったため、ノズル詰りは発生しなかった。これに対し、実験条件１〜２ではノズル径が６ｍｍ未満であったため、ノズル詰りが発生した。すなわち、理論ノズル径が６ｍｍ以上のノズルを用いることにより、ノズル詰りの発生を防止することができた。ノズル詰りの発生を防止することにより、鋼板を均一に冷却することが容易になるため、鋼板を均一に急冷し得る形態にする等の観点からは、理論ノズル径が６ｍｍ以上のノズルを用いることが好ましい。
【００７８】
次に、圧延直後の熱延鋼板を急冷する試験（急冷試験）を行った。当該試験に用いた装置を、図１９に簡略化して示す。図１９において、鋼板１は紙面左側から右側の方向（熱延仕上圧延機２から水切りロール５の方向）へと搬送され、図１９では一部符号の記載を省略している。急冷試験では、熱延仕上圧延機２のワークロール２ａ、２ｂの直後から、冷却装置３のヘッダーを鋼板１の上面側に３０列（３ａ、３ａ、…）及び下面側に２４列（３ｃ、３ｃ、…）、鋼板１の搬送方向に並べ、圧延直後の熱延鋼板１を急冷する試験を行った。ノズル仕様・噴射条件については表３に示す実験条件１〜６の場合について試験を行った。なお給水源には吐出圧２．０ＭＰａのポンプを用い、途中の給水配管で生じる圧損を考慮して、全ての実験条件においてノズル圧Ｐｎの最大値を１．５ＭＰａとした。したがって、各実験条件においてノズルに供給可能な最大流量ＱＵは、表３に示す１．５ＭＰａにおけるノズル流量Ｑとなる。
搬送方向のヘッダーピッチ（表３の搬送方向ノズルピッチＳｒ）については、極力表３に示す条件としたが、鋼板１の下面においては通板性を確保するため、約１３００ｍｍピッチで直径３００ｍｍの搬送ロール４、４、４を配置しており、搬送ロール４が間に挟まったヘッダー３ｃ、３ｃの間ではヘッダーピッチが３００ｍｍ広がっている。また、最もワークロール２ａ、２ｂに近い先頭（搬送方向上流側）の１列目及び２列目のヘッダー３ａ、３ａ、３ｃ、３ｃについては、極力ワークロール２ａ、２ｂの圧下点（鋼板１の上面と接触するワークロール２ａの下死点及び鋼板１の下面と接触するワークロール２ｂの上死点）近傍から急冷が開始できるように、ワークロール２ａ、２ｂ側に傾斜させて斜め吹きしており、向かい角γを１列目は３０°、２列目は１５°とした。また、冷却装置３の出側には水切りロール５、５を鋼板１の上面側及び下面側に設置し、上面側に設置した水切りロール５は上下に昇降可能とした。また、鋼板１の上面側のノズル３ｂ、３ｂ、…とパスラインとの間、及び、鋼板１の下面側のノズル３ｄ、３ｄ、…とパスラインとの間には、ノズル３ｂ、３ｂ、…やノズル３ｄ、３ｄ、…への鋼板衝突を防止し、鋼板先端の通板性を確保するため、上ガイド板６、６、…及び下ガイド板７、７、…をそれぞれ設置した。なお、上ガイド板６、６、…及び下ガイド板７、７、…には、ノズル３ｂ、３ｂ、…やノズル３ｄ、３ｄ、…から噴射された冷却水が通過するための噴射孔が設けられている。さらに、下ガイド板７、７、…には、下面側のノズル３ｄ、３ｄ、…から噴射され下ガイド板７、７、…と鋼板１の下面の間に溜まる冷却水を、下面側のヘッダー（３ｃ、３ｃ、…）の間から下方に排出するための排出孔も設けられている。
なお、下面側のノズル３ｄ、３ｄ、…については、鋼板下面に噴射された冷却水は下ガイド板７、７、…に設けられた排出孔から下方に排出されるため、上面側のノズル３ｂ、３ｂ、…のように、板上水を貫通するのに必要な流量やノズル圧を必ずしも確保する必要はない。しかしながら、上下面の冷却能力はできるだけ等しくすることが望ましいこと、及び冷却水噴流から受ける衝突圧が鋼板１の上下面で大きく異なっていると、鋼板１が変形して上ガイド板６、６、…又は下ガイド板７、７、…に擦れて鋼板１の表面にすり疵が生じる可能性があることから、下面側のノズル３ｄ、３ｄ、…の流量及びノズル圧は、上面側のノズル３ｂ、３ｂ、…とほぼ同等の大きさとすることが望ましい。そこで、当該試験では下面側のノズル３ｄ、３ｄ、…の流量、ノズル圧及び幅方向のノズルピッチを、上面側のノズル３ｂ、３ｂ、…と等しくした。
また、急冷試験に供される鋼板１の圧延条件は、仕上板厚を３．２ｍｍ、板幅を１６００ｍｍ、仕上温度を８９０℃、仕上速度を毎分６００ｍとし、冷却装置３による急冷停止温度の目標値を６５０℃とした。
【００７９】
表３に示す実験条件１の場合は、ノズル圧Ｐｎを１．５ＭＰａとすることで８４０℃／ｓの冷却速度で鋼板１を急冷することができたが、先頭から上面側の３０列の全ヘッダー３ａ、３ａ、…及び下面側の２４列の全ヘッダー３ｃ、３ｃ、…にそれぞれ接続されたノズル３ｂ、３ｂ、…及びノズル３ｄ、３ｄ、…から冷却水を噴射しても、目標の６５０℃まで鋼板１を急冷することができなかった。そのため、仕上速度を毎分２５０ｍまで低下させる必要が生じ、圧延能率が大幅に低下した。
【００８０】
また、表３に示す実験条件２の場合は、ノズル圧Ｐｎを１．５ＭＰａとすることで９７０℃／ｓの冷却速度で鋼板１を急冷することができたが、先頭から上面側の３０列の全ヘッダー３ａ、３ａ、…及び下面側の２４列の全ヘッダー３ｃ、３ｃ、…にそれぞれ接続されたノズル３ｂ、３ｂ、…及びノズル３ｄ、３ｄ、…から冷却水を噴射しても、目標の６５０℃まで鋼板１を急冷することができなかった。そのため、仕上速度を毎分４００ｍまで低下させる必要が生じ、圧延能率が大幅に低下した。更に、表３に示す実験条件３の場合は、ノズル圧Ｐｎを１．５ＭＰａとすることで１１００℃／ｓの冷却速度で鋼板１を急冷することができ、先頭から上面側の３０列の全ヘッダー３ａ、３ａ、…及び下面側の２４列の全ヘッダー３ｃ、３ｃ、…にそれぞれ接続されたノズル３ｂ、３ｂ、…及びノズル３ｄ、３ｄ、…から冷却水を噴射することで目標の６５０℃まで鋼板１を急冷することができた。
【００８１】
また、表３に示す実験条件４の場合は、ノズル圧Ｐｎを１．５ＭＰａとすることで１２７０℃／ｓの冷却速度で鋼板１を急冷することができ、先頭から上下各１９列のヘッダー３ａ、３ａ、…及びヘッダー３ｃ、３ｃ、…にそれぞれ接続されたノズル３ｂ、３ｂ、…及びノズル３ｄ、３ｄ、…から冷却水を噴射することで、目標の６５０℃まで鋼板１を急冷することができた。また、表３に示す実験条件５の場合は、ノズル圧Ｐｎを１．５ＭＰａとすることで１３７０℃／ｓの冷却速度で鋼板１を急冷することができ、先頭から上下各１４列のヘッダー３ａ、３ａ、…及びヘッダー３ｃ、３ｃ、…にそれぞれ接続されたノズル３ｂ、３ｂ、…及びノズル３ｄ、３ｄ、…から冷却水を噴射することで、目標の６５０℃まで鋼板１を急冷することができた。なお、実験条件５では、ノズル圧Ｐｎを０．３ＭＰａとしても、超微細粒鋼を製造するのに必要な目標の冷却速度６００℃／ｓを達成することができた。また、表３に示す実験条件６の場合は、ノズル圧Ｐｎを１．５ＭＰａとすることで１５２０℃／ｓの冷却速度で鋼板１を急冷することができ、先頭から上下各１３列のヘッダー３ａ、３ａ、…及びヘッダー３ｃ、３ｃ、…にそれぞれ接続されたノズル３ｂ、３ｂ、…及びノズル３ｄ、３ｄ、…から冷却水を噴射することで、目標の６５０℃まで鋼板１を急冷することができた。なお、実験条件６では、ノズル圧Ｐｎを０．３ＭＰａとしても、超微細粒鋼を製造するのに必要な目標の冷却速度６００℃／ｓを達成することができた。
【００８２】
図１９の急冷設備３（冷却装置３）の出側に設けた、鋼板上面の幅方向温度分布を測定可能な温度計（不図示）を用いて、急冷停止直後における鋼板１の幅方向の温度分布を測定した。図２０（ａ）に上記実験条件５の場合の温度分布測定結果を、図２０（ｂ）に上記実験条件２の場合の温度分布測定結果を示す。急冷停止温度は急冷後の製品の機械特性に大きな影響を及ぼすため、所定の範囲内（本実施例では６５０±１０℃）に収める必要があるが、加熱時の加熱炉内での温度ムラ、圧延前の空冷時間の変化や圧延速度の変化等により、鋼板１の長手方向で急冷開始温度（仕上温度）が変動するため、急冷途中で一部のノズルにおいて仕上温度の変動に応じて流量制御を行い、温度制御を行う必要がある。実験条件５の場合、及び実験条件２の場合は、共に、冷却水を噴射している上下各ヘッダー３ａ、３ａ、…及びヘッダー３ｃ、３ｃ、…のうち、出側（水切りロール５の側）から上下各６列のヘッダー３ａ、３ａ、…及びヘッダー３ｃ、３ｃ、…にそれぞれ接続されたノズル３ｂ、３ｂ、…及びノズル３ｄ、３ｄ、…のノズル圧Ｐｎを０．３〜１．５ＭＰａの間で調節することで、流量を制御し急冷停止温度の制御を行った。即ちノズル圧Ｐｎを最大の１．５ＭＰａから０．３ＭＰａまで低下させることで、噴流頂角の減少代を最大値から１０％以内に抑えつつ、冷却能を約２／５に調整することができ、広範囲な冷却能制御が可能となる。
実験条件５の場合は、ノズル圧Ｐｎが０．３〜１．５ＭＰａの全範囲において、板上水がない場合と同等性能の衝突圧分布が得られ、均一に急冷することが可能であった。一方、実験条件２の場合は、ノズル圧Ｐｎが０．３〜０．５ＭＰａの範囲で板上水による衝突圧の減衰が顕著となり、急冷時に冷却不均一が発生した。その結果、図２０（ａ）に示すように、実験条件５の場合は、鋼板１の幅方向の温度バラツキを目標の±１０℃以内に抑えることができ、鋼板１を均一に急冷することが可能となった。一方、図２０（ｂ）に示すように、実験条件２の場合は、ノズルピッチに起因する細かい温度変動がより顕著となった。また板上水の高さ分布が図１７に示すように幅方向中央側が端部側に比べてより高くなるため、冷却能低下が幅中央側でより大きくなり、幅中央部に比べて端部側がの温度が低下する傾向が顕著となる。このため、鋼板１の幅方向の温度バラツキを目標の±１０℃以内に抑えることができず、鋼板１を均一に急冷することができなかった。
【産業上の利用可能性】
【００８３】
本発明の冷媒流量の決定方法、及び、鋼板の冷却装置は、超微細結晶粒を有する熱延鋼板の製造に用いることができる。また、超微細結晶粒を有する熱延鋼板は、自動車用、家電用、機械構造用、建築用等の用途に使用される素材として用いることができる。
【符号の説明】
【００８４】
１…鋼板
２…熱延仕上圧延機
３…冷却装置
３ａ、３ｃ…ヘッダー
３ｂ、３ｄ…ノズル
４…搬送ロール
５…水切りロール
６…上ガイド板
７…下ガイド板
【図１】
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【図２】
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【図４】
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【図５】
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【図９】
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【図１０】
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【図１３】
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【図１４】
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【図１５】
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【図１６】
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【図１７】
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【図１８】
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【図１９】
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【図２０】
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【図３】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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【図１１】
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【図１２】
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